Q235B钢矩形坯结晶器锥度优化研究

周景一 朱立光 王 博 刘增勋 肖鹏程 杨改彦

（1.华北理工大学冶金与能源学院，河北 唐山 063000；2.河北省高品质钢连铸技术创新中心，河北 唐山 063000；3.河北科技大学材料科学与工程学院，河北 石家庄 050018；4.华北理工大学迁安学院，河北 唐山 064400）

Q235B钢是用途最广的碳素结构钢，常用来制造各种冲压件和金属制品，是各种行业中不可或缺的重要材料。运用Factsage热力学软件计算分析可知，Q235B钢属于裂纹敏感性较高的包晶钢，钢液在结晶器内凝固过程中，由于凝固初期包晶反应和凝固后δ→γ相变，铸坯容易出现角部裂纹和中间裂纹等缺陷［1-3］。

以某钢厂生产的Q235B钢矩形坯为研究对象，通过低倍检验，发现铸坯存在角部裂纹，初步分析，与结晶器锥度较小有关。对此，根据实际工况，建立Q235钢矩形坯的热力耦合模型，利用有限元软件ANSYS对结晶器内铸坯的凝固行为进行数值模拟，并根据钢种的凝固传热规律，分析了工艺参数对传热过程的影响，以期为实际生产提供参考［4］。

1 数值模型

1.1 模型建立

根据连铸结晶器内钢水凝固和结晶器铜管传热的特点，结合某钢厂实际生产情况，以Q235B钢矩形坯为研究对象，结合以往的经验，对矩形坯连铸过程中结晶器内凝固传热行为进行模拟，提出以下假设，并对模型进行简化［5-8］：

（1）只考虑矩形坯横截面方向的传热过程，忽略纵截面方向的传热过程；

（2）在固液两相区与液相区采用有效导热系数，将铸坯传热简化为导热过程；

（3）铸坯物性参数只考虑与温度有关的因素；

（4）假设铸坯内部组成介质为连续密实体，忽略其各向异性。

根据傅里叶定律建立结晶器二维导热微分方程，具体表达式为：

式中：C 为比热容，J/（kg·℃）；ρ为密度，kg/m3；T为温度，℃；τ为时间，s；λ 为导热系数，W/（m·℃）；qv为凝固潜热，W/m2。

1.2 网格划分

以断面尺寸为410 mm×320 mm的矩形坯为研究对象，根据连铸矩形坯凝固传热特点进行网格划分，采用有限元分析软件ANSYS将坐标原点设置在铸坯中心，采用对称法绘制铸坯的1/4模型用于模拟计算，采用局部细化和角部网格单元的加密方法对模型内网格进行划分，有助于识别铸坯角部温度的变化。有限元网格划分示意如图1所示。

图1 有限元网格划分示意Fig.1 Schematic diagram of finite element meshing

1.3 初始条件和边界条件

结合前人研究经验［9-11］，本文所设初始条件和边界条件如下。

（1）初始条件：中间包内钢水温度T为初始温度，即

式中：Tc为浇铸温度，℃。

（2）边界条件：由于矩形坯模型的对称性，将第二边界条件（绝热边界条件）应用于模型的中心对称边界。

结晶器内钢水在整个凝固过程中都在进行热传递，将铸坯表面传热方式假设为对流传热。先将铸坯表面的传热系数转换为等效传热系数，再转换成对流系数的形式。等效换热系数计算公式为［9］：

式中：h为综合等效换热系数，W/（m·℃）；h1为钢液与坯壳之间的传热系数，W/（m·℃）；dm为结晶器中坯壳厚度，m；λm为凝固坯壳的有效导热系数，W/（m·℃）；h0为坯壳表面与铜壁之间的等效换热系数，W/（m·℃）；dc为铜壁厚度，m；λc为铜壁的传热系数，W/（m·℃）；hw为铜壁与冷却水之间的换热系数，W/（m·℃）。

在钢液与凝固坯壳界面，用有效导热系数的形式表示钢液流动对凝固边界的传热［12-13］：

式中：λeff为有效导热系数，W/（m·℃）；λs为固态钢的导热系数，W/（m·℃）；fs为固相率；T为钢液实际温度，℃；TL为液相线温度，℃；Ts为固相线温度，℃；m为对流影响因子。

2 计算结果与分析

现有结晶器内腔采用单锥度形式，铜管宽面和窄面锥度均为1.13%/m。表1和表2分别为Q235B钢水成分及冶炼工艺条件，表3为钢的导热系数随温度的变化。基于建立的二维传热模型，对结晶器内铸坯的凝固行为进行数值模拟。

表1 Q235B钢水化学成分（质量分数）Table 1 Chemical composition of Q235B molten steel（mass fraction） %

表2 结晶器结构与工艺参数Table 2 Structure and process parameter of the mould

表3 钢的导热系数随温度的变化Table 3 Variation of thermal conductivity of the steel with temperature

2.1 铸坯温度分布

图2显示了结晶器出口铸坯温度分布及铸坯角部裂纹。可以看出，偏离角部区域铸坯的温度明显高于表面中心和角部区域，形成了明显的“热点”，从而导致坯壳生长不均匀。角部区域气隙是导致偏离角部“热点”的根源。

图2 结晶器出口处铸坯温度分布（a）及铸坯角部裂纹（b）Fig.2 Temperature distribution of the billet at the exit of mold（a）and corner crack of the billet（b）

图3为在不同结晶器高度上铸坯表面温度分布曲线。可以看出，在水平方向坯壳表面温度分布明显不均匀。在靠近坯壳表面中心，坯壳与结晶器铜壁紧密贴合，表面温度低且均匀。在结晶器角部弧形区域，坯壳与结晶器铜壁之间存在较大的气隙，导致二维传热的快速冷却效果大大减弱，进而角部表面温度显著高于表面中心区域。

图3 铸坯表面温度水平方向分布Fig.3 Temperature distribution at the surface of billet in horizontal direction

由于偏离角部区域的坯壳表面温度最高，形成了明显的局部“热点”区域。在结晶器上端，“热点”出现在角部弧形区域与平面区域交界处；随着拉坯的进行，“热点”区域逐渐扩大至表面中心；此时，“热点”区域的最高温度与表面中心温度的差值也缓慢升高。在距弯月面200 mm处，“热点”温度为1 360℃，表面中心区域温度为1 277℃，“热点”区域的表面温度比表面中心高83℃；距弯月面400和600 mm处，“热点”温度与表面中心温度的差值分别为182和261℃；在结晶器出口处，“热点”移至距离边部约31 mm区域，“热点”峰值温度与表面中心温度的差值增加到298℃。

图4显示了铸坯表面中心和角部温度沿拉坯方向的变化。可以看出，在结晶器上部，铸坯表面温度急剧下降，同时角部温度的降低速率显著高于铸坯表面中心。铸坯角部由于受到两侧表面两个方向的传热作用，散热速率明显高于表面中心区域的一维传热过程。

图4 铸坯表面中心和角部温度沿拉坯方向分布Fig.4 Surface temperature distributions in the center and corner of the billet along the casting direction

随着与弯月面距离的增加，角部和表面中心温度发生了显著变化。在距弯月面190 mm处，坯壳下移过程中，角部温度下降速率明显减缓，逐渐高于表面中心温度，并一直保持到结晶器出口处。

2.2 坯壳生长规律

偏离角部约15 mm处和宽面中心的坯壳厚度随与弯月面距离的变化如图5所示。由于偏离角部区域处结晶器传热能力弱，铸坯偏离角部位置温度较高，并且在偏离角部15 mm区域坯壳的生长速率明显低于宽面中心。

图5 结晶器内坯壳生长规律Fig.5 Growth rule of shell in mold

在结晶器出口处，偏离角部15 mm区域的坯壳厚度为16.6 mm，宽面中心处坯壳厚度为19.0 mm，即“热点”处比宽面中心薄2.4 mm。可以看出，在现有连铸工艺条件下，偏离角部位置的坯壳生长缓慢，凝固壳薄弱，因受力不均匀，易产生应力集中。随着结晶器通钢量的增大，结晶器下部区域磨损加速，锥度逐渐减小，导致气隙不断扩大、“热点”加剧，铸坯表面纵向开裂。

3 结晶器锥度优化

结晶器锥度是连铸机的重要参数。合适的结晶器锥度可以有效减少乃至消除铸坯凝固收缩时与铜板之间的气隙，使两者之间有良好的热交换状态，并且铜板对初生坯壳不产生额外的压力［14-15］。

结晶器锥度过小，结晶器与坯壳之间会产生较大气隙，削弱了坯壳通过结晶器壁的传热效果，坯壳会较快回温，易发生鼓肚，甚至漏钢；结晶器锥度过大，铸坯与结晶器窄面铜板间的作用力增大，拉坯阻力增大，铸坯易产生横向裂纹，甚至拉断。

现有结晶器宽面和窄面锥度均较小（1.13%/m），导致坯壳表面与结晶器铜壁之间大范围内存在气隙，偏离角部区域存在明显“热点”，阻碍了偏离角部区域的坯壳生长。因此，有必要对结晶器锥度和内腔形状进行优化［16-17］。

3.1 结晶器锥度优化及优化后坯壳生长规律

通过3次模拟优化分析得出的结晶器铜管的锥度曲线如图6所示。可以看出，优化后的锥度曲线基本为抛物线状，符合坯壳收缩规律。

图6 结晶器铜管优化后的锥度曲线Fig.6 Taper curves of the mold copper tube after being optimized

对优化后铜管内钢水凝固情况进行分析，以确定锥度优化效果。优化后的结晶器出口处铸坯温度分布如图7所示。可以看出，结晶器出口处坯壳厚度均匀，铸坯表面中心区域温度基本保持一致，没有明显的缺陷区域。由于角部二维传热的影响，角部附近区域的坯壳逐渐增厚，并且厚度变化较平缓。

图7 优化后的结晶器出口处温度分布Fig.7 Temperature distribution at the exit of the mold after being optimized

采用优化后的结晶器，坯壳表面温度变化平稳，无明显“热点”；角部区域气隙较小，二维传热效果明显，同时还降低了角部区域的坯壳表面温度。在结晶器出口处，铸坯角部最低温度为753℃，仍处于最大塑性变形温度范围内，不易产生角部裂纹。

采用优化后的结晶器，在铸坯宽面中心和偏离角部15 mm区域，坯壳沿拉坯方向生长规律如图8所示。可以看出，优化后的结晶器出口处坯壳比较均匀，没有明显缺陷区域。铸坯表面中心区域的温度基本相同。由于角部二维传热的影响，靠近角部区域的坯壳逐渐增厚，厚度变化较为平缓。随着连铸过程的顺行，坯壳厚度逐渐增加。铸坯靠近角部区域处于二维传热，锥度优化后角部气隙大幅度减少。在结晶器出口处，偏离角部15 mm区域的坯壳厚度从优化前的16.6 mm增加到优化后的22.0 mm。锥度优化前后，铸坯表面中心坯壳始终与结晶器铜壁接触，结晶器出口处坯壳厚度仍为19.0 mm。

图8 优化后结晶器内坯壳生长规律Fig.8 Growth rule of the shell in mold after being optimized

结晶器锥度的优化，不仅消除了偏离角部区域的“热点”，也减少了坯壳与结晶器之间的气隙，有效防止了铸坯角部裂纹的产生。同时，随着铜管通钢量的增加，结晶器锥度减小。

3.2 沿拉坯方向铸坯表面温度分布

图9显示了结晶器锥度优化后，铸坯表面中心和角部沿拉坯方向的温度分布。由图9可知，由于角部二维传热的影响，铸坯角部温度明显低于表面中心，且铸坯表面中心的降温速率相比角部更缓慢；弯月面处铸坯表面中心与角部温度基本相同，随着与弯月面距离的增加，两者之间的温差逐渐增大，在结晶器出口处温差为225℃。结晶器出口处铸坯表面中心温度从优化前的1544℃降低到978℃，角部顶端温度从1 544℃降低到753℃。

图9 结晶器优化后铸坯表面中心和角部沿拉坯方向的温度分布Fig.9 Surface temperature distributions in the center and corner of the billet along the casting direction after mold optimization

在整个结晶器高度上，表面中心大部分区域的温度呈连续下降趋势，温度降低逐渐减缓。在结晶器角部圆角区域，温度小幅度回升，存在较狭窄的气隙。设计结晶器锥度的目的在于减少铸坯与铜壁之间的摩擦，同时提高结晶器锥度对生产中拉速变化的适应性。从坯壳生长和表面温度分布均匀性看，结晶器角部保留较小的气隙，对凝固均匀性和整体坯壳生长的影响很小。

3.3 沿水平方向铸坯表面温度分布

图10显示了结晶器锥度优化后，距弯月面200、400、600、800 mm 处连铸坯表面温度分布。可以看出，铸坯不同高度处表面温度分布基本相同。这是因为结晶器角部区域是二维传热，坯壳凝固的均匀性得到改善，铸坯表面温度急剧下降。

图10 结晶器优化后沿水平方向铸坯表面温度分布Fig.10 Surface temperature distribution of the billet along the horizontal direction after mold optimization

4 结论

（1）原结晶器锥度小，角部气隙导致在偏离角部区域出现“热点”区域，从而减慢了部分初生坯壳的生长。在结晶器出口处，“热点”区域与表面中心的温差为298℃；在距角部15 mm处坯壳厚度为16.6 mm，比表面中心处的坯壳薄2.4 mm。

（2）锥度优化前，随着与弯月面距离的增加，铸坯角部与表面中心的温度分布发生了明显变化。在距弯月面190 mm处，坯壳下移过程中，角部温度下降速度明显减缓，逐渐高于表面中心温度。

（3）锥度优化后，铸坯表面温度分布平缓，坯壳生长均匀。在结晶器出口处，偏离角部区域坯壳厚度增加到了22.0 mm，铸坯表面中心处坯壳厚度仍为19.0 mm，消除了“热点”现象。

（4）锥度优化后，弯月面处铸坯表面中心与角部的温度基本相同，随着与弯月面距离的增加，两者之间的温差逐渐增大，在结晶器出口处为225℃。结晶器出口处铸坯表面中心温度从优化前的1 544℃下降到了978℃，角部顶端温度从1 544℃下降到了753℃。